FAKULTA STROJNÍ KATEDRA TECHNOLOGIE OBRÁBĚNÍ
OBROBITELNOST AUSTENITICKÉ OCELE podklad k předmětu KTO/EMO
Ing. Tomáš Strnad, Ph.D. únor 2011
1
OBROBITELNOST ........................................................................................................... 3 1.1 ÚVOD ........................................................................................................................ 3 1.2 OBROBITELNOST AUSTENITICKÉ OCELI – FYZIKÁLNÍ VLIVY.................. 4 1.2.1 VYSOKÁ PEVNOST ........................................................................................ 4 1.2.2 NÍZKÁ MEZ KLUZU ....................................................................................... 4 1.2.3 VYSOKÁ TVÁRNOST..................................................................................... 5 1.2.4 ZNAČNÁ HOUŽEVNATOST .......................................................................... 7 1.2.5 NÍZKÁ TEPELNÁ VODIVOST ....................................................................... 8 1.2.6 ZÁVĚR............................................................................................................... 8 1.3 OBROBITELNOST AUSTENITICKÉ OCELI – CHEMICKÉ SLOŽENÍ.............. 8 1.4 OBROBITELNOST AUSTENITICKÉ OCELI – MIKROSTRUKTURA ............. 10 1.5 OBROBITELNOST AUSTENITICKÉ OCELI – ZPŮSOB VÝROBY A TEPELNÉ ZPRACOVÁNÍ .................................................................................................................... 12 2 KRITÉRIA OBROBITELNOSTI A AUSTENITICKÁ OCEL ...................................... 13 2.1 OTUPOVÁNÍ BŘITU.............................................................................................. 13 2.1.1 ÚVOD [1] STUDIUM OTUPOVÁNÍ BŘITU ŘEZNÉHO NÁSTROJE JE ZAMĚŘENO NA: A - FYZIKÁLNĚ-CHEMICKOU PODSTATU OTUPOVÁNÍ B TVARY (FORMY) A VELIKOSTI OTUPENÍ .............................................................. 13 2.1.2 OTUPENÍ NÁSTROJE PŘI OBRÁBĚNÍ AUSTENITICKÉ OCELI ............ 15 2.1.3 LÁMÁNÍ A ODCHOD TŘÍSEK..................................................................... 19 2.1.4 OBROBITELNOST STANOVENÁ POMOCÍ OTUPENÍ BŘITU................ 23 2.2 ŘEZNÉ SÍLY A MOMENTY.................................................................................. 24 2.3 TEPLOTA ŘEZÁNÍ ................................................................................................ 28 2.4 KVALITA OBROBENÉHO POVRCHU................................................................ 31 2.4.1 SEKUNDÁRNÍ PLASTICKÁ DEFORMACE ............................................... 31 2.4.2 TERCIÁLNÍ PLASTICKÁ DEFORMACE .................................................... 32 2.5 TVAR VZNIKAJÍCÍ TŘÍSKY ................................................................................ 35 2.5.1 PLASTICKÉ DEFORMACE (ÚLOHA 1) ...................................................... 35 2.5.2 TVAR A OBJEM ZAUJÍMANÝ TŘÍSKAMI ................................................ 42 2.6 DALŠÍ SPECIFICKÁ KRITERIA........................................................................... 45 3 DOPORUČENÍ ................................................................................................................ 46
1
OBROBITELNOST
1.1
ÚVOD
Definice [1] Obrobitelnost - technologická vlastnost materiálu obrobku určující snadnost či obtížnost jeho obrábění. Je výsledkem fyzikálních a chemických vlastností (pevnost, tvrdost, houževnatost, chemické složení, struktura atd.) Řezivost - technologická vlastnost materiálu břitu řezného nástroje určující jeho výkonnost při obrábění. Je výsledkem jeho fyzikálních a chemických vlastností (pevnost a tvrdost při vyšších teplotách, houževnatost, chemické složení, struktura atd.) Obrobitelnost a řezivost spolu úzce souvisí, principiálně jsou zkoušky obrobitelnosti podobné zkouškám řezivosti. Při obrobitelnosti se zkoumají obráběné materiály, při řezivosti však řezné materiály. Obrobitelnost je daná • fyzikálními vlivy – mechanické vlastnosti kovů – pevnost, tvrdost, tažnost, houževnatost, tepelné vlastnosti • chemickým složením • mikrostrukturou – druh, velikost, tvar a orientace krystalů • způsobem výroby a tepelným zpracováním Kriteria obrobitelnosti a řezivosti: 1) otupování břitu ( trvanlivost břitu) 2) řezné síly a momenty 3) teplota řezání 4) kvalita obrobeného povrchu (většinou drsnost) 5) tvar vznikající třísky 6) další specifická kriteria (např. chvění, deformace S-N-O) Způsoby hodnocení obrobitelnosti a řezivosti a) absolutní: dána funkčním vztahem mezi parametry obrábění (např. Taylorův vztah) nebo velikostí veličiny charakterizující obrábění (F, Θ, A, R, povrchové napětí obrobku,..) b) relativní: dána bezrozměrným číslem vzniklým z porovnání určité veličiny charakterizující obrábění (např. v, fz, ap, ae ) Druhy zkoušek dlouhodobé: provádějí se za podmínek odpovídajících budoucímu provoznímu použití věrohodnější výsledky, ale jsou časově i finančně náročné krátkodobé: provádějí se za podmínek neodpovídajících budoucímu provoznímu použití (opotřebení břitu, řezné podmínky apod.) nebo se měří okamžitá jevová veličina (teplota, řezná síla apod.) méně věrohodné výsledky, vhodné jen pro relativní porovnáváni
1.2
OBROBITELNOST AUSTENITICKÉ OCELI – FYZIKÁLNÍ VLIVY
[2] Přibližný vliv fyzikálních vlastností, chemických vlastností a mikrostruktury na obrobitelnost. zvýšené hodnoty všeobecný vliv na obrobitelnost tvrdost a pevnost tvárnost tepelná vodivost + zpevnění za studena podíl vměstků - makrooblast podíl vměstků - mikrooblast +/přísady pro zlepšení obrobitelnosti ++
[3] Všechny austenitické oceli jsou nesnadno obrobitelné. Příčinou špatné obrobitelnosti je jejich vysoká pevnost, nízká mez kluzu, vysoká tvárnost, značná houževnatost. Vlastnosti ocelí ČSN 12 050 a DIN 1.4541 Porovnání vlastností při pokojové teplotě DIN 1.1191 1.4541 ČSN 12 050 17 248 Rp0,2 [MP] min. 325 min. 200 630 500 Rm [MP] 850 720 mez smyku τ [MP] 460 186* HB nekaleno max 207 160 Tažnost [%] 17 40 Nárazová práce [J] 25 60 Tepelná vodivost [W/m.K] 47 15 *titanem nestabilizovaná austenitická ocel DIN 1.4301, ČSN 17 240 1.2.1
VYSOKÁ PEVNOST DIN
1.1191 1.4541 630 500 Rm [MP] 850 720 Pevnost austenitické oceli není v porovnání s dobře obrobitelnou uhlíkovou ocelí DIN 1.1191 vysoká. Pevnost je srovnatelná. 1.2.2
NÍZKÁ MEZ KLUZU
DIN 1.1191 1.4541 Rp0,2 [MP] min. 325 min. 200 Smluvní mez kluzu je u austenitické oceli přibližně 60 % oproti uhlíkové oceli. Napětí způsobené tahovým namáháním – mez úměrnosti, elasticity, kluzu, pevnosti
Obr. 1 Tahové namáhání
Obr. 2 Smluvní pracovní diagram uhlíkové oceli Více způsobů jak definovat mez kluzu, zde smluvní mez kluzu. Rp0,2 – smluvní mez kluzu z tahové zkoušky, hodnota napětí způsobující plastickou deformaci 0,2%
Obr. 3 Smluvní pracovní diagram pro ocel bez výrazné meze kluze Hodnota meze kluzu je v porovnání s etalonem nízká. Austenitická ocel se bude deformovat při nižším tahovým napětí než uhlíková ocel. 1.2.3 VYSOKÁ TVÁRNOST Tvárnost - schopnost trvalé deformace bez porušení celistvosti. DIN 1.1191 1.4541 Tažnost [%] 17 40 Tažnost je vyjádřena jako trvalé prodloužení zkušebního vzorku po přetržení v %. Tažnost austenitické oceli je přibližně 40 % oproti uhlíkové oceli.
DIN 1.1191 1.4541 mez smyku τm [MP] 460 186* *titanem nestabilizovaná austenitická ocel DIN 1.4301, ČSN 17 240 Mez pevnosti ve smyku je u austenitické oceli přibližně 40 % oproti uhlíkové oceli.
Obr. 4 Namáhání na smyk Mez smykového napětí je pro austenitickou ocel velmi nízká. Tato ocel bude snadno podléhat smykovému napětí. Pokud dojde k zatížení materiálu obrobku vnější silou (tahovou, smykovou, jakoukoli), vzniknou v materiálu napětí tečná a normálová. Obrázek 5 ukazuje řezání materiálu a příslušné velikosti a orientace tečných a normálových napětí vyvolaných řeznou silou.
Obr. 5 Průběh tahových a smykových napětí při řezném procesu, [4] Velikost napětí závisí na umístění bodu ve kterém jsou měřeno. Je známo, že maximální napětí působí na čáře MO. Na čáře MO převládá napětí tlakové, výjimkou je oblast u ostří, kde je normálné napětí tahové. Tečně na čáru MO působí tečné napětí. V tomto místě O působí dohromady nejvyšší tahové napětí a tečné napětí tak, že je zde nejvyšší napětí redukované. Dochází zde jako na prvním místě k rozrušivé deformaci. V místě kde se překlápí tlakové napětí na napětí tahové působí jen čisté tečné napětí.
Protože v oblasti MNO působí tečné a normálové napětí, je třeba u materiálu obrobku sledovat meze pevnosti v tahu a ve smyku.
Obr. 6 Poměr pevnosti v tahu a ve smyku při obrábění různých materiálů [4] Namáhání materiálu podle přímky a. Tečné napětí dosáhne v tomto konkrétním případě meze kluzu τk a meze pevnosti ve smyku τm dříve než normálové napětí meze pevnosti v tahu σpt. Materiál odřezávané vrstvy se značně plasticky tváří a následně odděluje. Namáhání odřezávaného materiálu podle přímky c, dosáhne-li normálové napětí meze pevnosti v tahu dříve, než tečného napětí meze kluzu Tk. Materiál obráběné (odřezávané) vrstvy je odtržen a byl tvářen. Vysoká tvárnost austenitu je příčinou velkého vývinu tepla a vyšší řezné teploty než při obrábění uhlíkových ocelí při stejných řezných podmínkách. Velký úhel čela způsobí větší normálové napětí – menší deformace před odříznutím. 1.2.4
ZNAČNÁ HOUŽEVNATOST DIN Nárazová práce [J]
1.1191 25
1.4541 60
Houževnatost je pevnost materiálu v ohybu. Houževnatost lze také hodnotit podle velikosti nárazové práce. Hodnota nárazové práce austenitické oceli je 2,4 x větší než pro uhlíkovou ocel. Austenitická ocel je velmi houževnatý materiál.
Obr. 7 Namáhání na ohyb 1.2.5
NÍZKÁ TEPELNÁ VODIVOST
DIN 1.1191 1.4541 Tepelná vodivost [W/m.K] 47 15 Tepelná vodivost austenitické oceli je jen přibližně 30 % oproti uhlíkové oceli. Tepelná vodivost je tedy velmi malá. 1.2.6 ZÁVĚR [3] Vlivem těchto vlastností mají tyto oceli sklon ke zpevňování. Zpevňuje se značně jak odřezávaná vrstva materiálu, tak i povrchová vrstva obrobené plochy, popř. plochy řezu. Při úběru materiálu malých tloušťek může tloušťka zpevněného materiálu přesáhnout tloušťku odebírané vrstvy.
1.3
OBROBITELNOST AUSTENITICKÉ OCELI – CHEMICKÉ SLOŽENÍ
DIN W.Nr. 1.4541 [5]
DIN W.Nr. 1.1191 [5] C, % Mn,% P,% max S,% max 0,42 – 0,5 0,6 – 0,9 0,04 0,05 Obsaženy v ČSN 12 050 a DIN Wnr. 1.4541 Množství uhlíku pod 0,15 % zhoršuje velmi obrobitelnost austenitické oceli. Velké množství manganu v materiálu austenitické oceli zhoršuje obrobitelnost. Stejné množství fosforu. Více fosforu zlepšuje obrobitelnost. Malé množství síry v materiálu austenitické oceli zhoršuje obrobitelnost. Obsaženy jen v DIN Wnr. 1.4541 Křemík tvoří SiO2 , který je tvrdý a tím zvyšuje abrazivní opotřebení. Chrom – negativní vliv na obrobitelnost, může vytvořit tvrdé karbidy a tím zvýšit abrazivní opotřebení nástroje
Nikl – negativní vliv na obrobitelnost Titanem stabilizované druhy austenitických ocelí se v podstatě obrábějí obtížněji, protože titan vytváří TiC a TiN, což zvyšuje abrazivní účinky. Obecně platí, čím větší procento legur, tím horší obrobitelnost. Až 35 % jiných prvků než železo v materiálu austenitické oceli oproti 1,5 % jiných prvků než železo. [2] Vzhledem k odolnosti proti korozi má austenitická ocel převahu nad všemi ostatními druhy ocelí. Často jsou to oceli s dodatečným přidáním síry, někdy s přísadou selenu. [3] Je například jednoduché vylepšovat vlastnosti oceli — pokud se vztahují k obrobitelnosti — přidáváním síry. Tato praxe se realizuje u některých ocelí, určených pro obrábění na automatech, které musí mít dobré vlastnosti pro obrábění, ale u kterých stačí jen minimální odolnost proti korozi. Omezení vztahující se ke zlepšení obrobitelnosti vycházejí z materiálových norem. Obsah síry u skupiny ocelí se zlepšenou obrobitelností se pohybuje v intervalu 0,015 až 0,030 %. Vedle toho existují automatové austenitické oceli, kde je obsah síry zvýšen na 0,15 až 0,3 %. Zvýšený obsah síry v oceli způsobí lepší lámavost třísky, hladší povrch obrobku a menší opotřebení nástroje. Se zvyšujícím se obsahem síry (sulfidů) klesá odolnost proti korozi. Hodnota obsahu síry 0,3% je mezní. Odolnost nerezavějících ocelí proti korozi je závislá v první řadě na chemickém složení. Vliv %S a %Cu na obrobitelnost a korozivzdornost [6]
Složení vzorků a naměřený kroutící moment při vrtání konstantní posuvovou silou, vzorek č. 1 je nemodifikovaného složení
Obr. 8 Absolutní obrobitelnost vyjádřená časem řezu Modifikované vzorky 2 – 4 se zvýšeným hmotnostním procentem síry dosáhly lepší obrobitelnosti. Obrobitelnost je vyjádřena absolutně velikostí kroutícího momentu a časem řezání při konstantní posuvové síle.
Výsledky testu korozní odolnosti (Straussův test) a expozice vzorků ve vroucí 5% H2SO4 V méně agresivním prostředí (Straussův test) je úbytek vzorku zanedbatelný. Pro méně agresivní prostředí je vhodné použít modifikovanou 1.4541. Pokud jsou tyto oceli po tepelném zpracování nebo svařování pomalu ochlazovány, dochází v oblasti kritických teplot přibližně v rozmezí 500 až 800° C k vylučováni karbidů po hranících zrn. To způsobuje vznik mezikrystalové koroze v kyselém prostředí vlivem ochuzení zmíněných oblastí o chrom. Na druhé straně vlivem velké tvárnosti austenitu dochází k molekulární adhezi odřezávaného materiálu na břit nástroje.
Obr. 9 Obrobitelnost korozivzdorných ocelí, A feritické, B martenzitické, C austenitické, D duplexní, [2]
1.4
OBROBITELNOST AUSTENITICKÉ OCELI – MIKROSTRUKTURA
[3] Při velkém měrném zatížení, tj. vysoké teplotě řezání a velkém měrném tlaku, přeměňuje se austenit na martenzit a tvoří se tvrdé karbidy. [2] Zpevnění za studena souvisí z velké části s přeměnou austenitické struktury na strukturu martenzitickou v případě, že je materiál vystaven působení vysokých deformačních rychlostí. Austenit jako takový je vázán na vysokou rychlost zpevňování za studena. Efekt zpevňování za studena může být tak výrazný, že na obráběné ploše obrobku vzniknou zóny s extrémně vysokou tvrdostí. [5] Typ krystalové mřížky ovlivňuje i vlastnosti kovových materiálů.
Obr. 10 Krystalové mřížky
Kovy s mřížkou fcc (Feγ, Ni, Al, Ag, Pb, Au aj.) se např. vyznačují dobrou tvárností za tepla i za studena. Kovy s mřížkou bcc (mezi něž patří i Feα) mají tvařitelnost i houževnatost horší.
Austenit – fáze ve slitinách železa. Je to intersticiální tuhý roztok uhlíku v železe γ.
Obr. 11 Intersticiální tuhý roztok Dobrá tvárnost a vysoká houževnatost austenitu jsou nevýhodné vlastnosti z hlediska obrobitelnosti. [2] Vměstky v základním materiálu obrobku mají vliv na obrobitelnost. Makrovměstky jsou takové vměstky, jejichž velikost se pohybuje nad 150 μm. Často jsou velmi tvrdé a abrazivní, a proto se vyplatí zvolit materiál obrobku, u něhož se takovéto vměstky nevyskytují. Makrovměstky jsou charakteristické pro méně hodnotné oceli. Proto se u austenitických ocelí nevyskytují. Mikrovměstky jsou v určitém rozsahu obsazeny v každé oceli. Jejich vliv na obrobitelnost je možné rozdělit následujícím způsobem: Nežádoucí vměstky jsou oxidy hliníku Al2O3 a karbidy titanu TiC. Tyto vměstky jsou tvrdé a abrazivní. V případě titanem stabilizované austenitické oceli DIN WNr. 1.4541, která obsahuje 0,4 – 0,7 % Ti, snižuje TiC její obrobitelnost. Méně žádoucí, ale tolerované vměstky jsou oxidy železa FeO a manganu MnO. Jejich tvárnost je vyšší. V případě austenitické oceli DIN WNr. 1.4541, která obsahuje až 2 % manganu, snižují MnO její obrobitelnost.
1.5
OBROBITELNOST AUSTENITICKÉ OCELI – ZPŮSOB VÝROBY A TEPELNÉ ZPRACOVÁNÍ
[3] Na obrobitelnost těchto ocelí má také vliv způsob zpracování. Má-li např. tažená tyč austenitické oceli index obrobitelnosti 1, u výkovku je 0,8 a u odlitku 0,6. Obrobitelnost jednotlivých druhů austenitických ocelí je možno zlepšit austenitizačním žíháním při teplotě 1000 až 1100 º C a ochlazením vodou. Rozpustí se tím tvrdé karbidy a dosáhne se stejnoměrné austenitizační struktury. Dalšího zlepšení obrobitelnosti některých těchto ocelí se dosáhne se dosáhne popuštěním na teplotu 600 až 900 º C, čímž vzniká sorbitická struktura, lépe obrobitelná. Po zpracování se obrobek uveden do původního strukturálního stavu opětným austenitizačním žíháním a ochlazením ve vodě. Sorbit – struktura tvořená směsí jemných, zpravidla globulárních karbidů a feritů. Vzniká ve 3. a 4. stádiu popouštění martenzitu. [2] Obyčejně se oceli dodávají ve stavu žíhaném naměkko a žíhané na měkko a tažené za studena. Žíhání naměkko – žíhání bez překrystalizace, které se provádí u ocelí ke snížení tvrdosti a zlepšení obrobitelnosti. Po žíhání naměkko jsou austenitické oceli rychle ochlazeny, aby se tak zajistila jejich odolnost proti korozi a aby se zachovala obrobitelnost. Při příliš pomalém ochlazení se vytváří na hranicích zrna tvrdé a abrazivní karbidy. Z hlediska obrábění je stav oceli žíhané na měkko a tažené zastudena obvykle výhodný, zvláště pro měkké austenitické a feritické oceli. Trvanlivost břitu tím sice trpí, na druhé straně se však zlepšuje kvalita obrobené plochy, menším tvořením otřepů, snižuje se nebezpečí vytváření nárůstku na břitu a odstraňují se problémy při řezání závitů. Jako výhodné se jeví rovněž zpracovávání austenitické oceli ve stavu po mírném tažení za studena. V mnoha případech použití se u austenitických ocelí objeví problémy s obráběním, vyvolané vytvářením nárůstku, sníženou jakostí obrobené plochy, tvořením otřepů a nepříznivým utvářením třísky. Oceli tažené za studena způsobují v tomto směru mnohem méně těžkostí.
2
KRITÉRIA OBROBITELNOSTI A AUSTENITICKÁ OCEL
[1] Kriteria obrobitelnosti a řezivosti: 2.1 OTUPOVÁNÍ BŘITU ( trvanlivost břitu) 2.2 ŘEZNÉ SÍLY A MOMENTY 2.3 TEPLOTA ŘEZÁNÍ 2.4 KVALITA OBROBENÉHO POVRCHU (většinou drsnost) 2.5 TVAR VZNIKAJÍCÍ TŘÍSKY 2.6 DALŠÍ SPECIFICKÁ KRITERIA (např. chvění, deformace S-N-O) [7] Problémy přináší především rychlé opotřebení břitu, špatné lámání a odchod třísek. Nízká tepelná vodivost způsobuje plastické deformace řezné hrany (plastic flow, při extrémním tepelném a silovém zatížení)
2.1
OTUPOVÁNÍ BŘITU
2.1.1 ÚVOD [1] STUDIUM OTUPOVÁNÍ BŘITU ŘEZNÉHO NÁSTROJE JE ZAMĚŘENO NA: A - FYZIKÁLNĚ-CHEMICKOU PODSTATU OTUPOVÁNÍ B - TVARY (FORMY) A VELIKOSTI OTUPENÍ ad A) - Experimentální studium fyzikálně—chemické podstaty otupovaní břitu Na stykových plochách břitu s obrobkem dochází ke složitým fyzikálním a chemickým jevům, jejichž důsledkem mění břit svoje vlastnosti a tvar, otupuje se. Studium příčin otupováni břitu se zaměřuje na: Otěr - fyzikální -abraze - adheze chemický - difúze - chemické reakce křehký lom (vyštipování) břitu plastickou deformaci břitu Problematika příčin opotřebení je blíže vyobrazena na obrázku 12.
Obr. 12 A – mechanismy opotřebení a jejich projev v závislosti na relativní řezné rychlosti, Bhranice mezi jednotlivými mechanismy opotřebení vyjádřené jako závislost relativní trvanlivosti na relativní řezné rychlosti, C – příznivá oblast obrábění vyjádřená v relativních souřadnicích vc a f, D – dominující mechanismy opotřebení v závislosti na hloubce řeze a posuvu, resp. v závislosti na typu operace: dokončování, středním soustružení a při hrubování, [2] [2] Pro slinutý karbid lze ve vyobrazeném diagramu zobrazit typické křivky opotřebení. V diagramu A je znázorněn vývoj opotřebení (W), přičemž část křivky 1a označuje vznik nárůstku, část 1b ukazuje, kdy je možno zamezit vzniku nárůstku zvýšenou teplotou při vyšších řezných rychlostech; z křivky 2 je zřejmý průběh abrazivního opotřebení; křivka 3 označuje průběh difúzního opotřebení a 4 průběh opotřebení oxidačního. Podrobnější poznatky poskytuje diagram B, ve kterém je znázorněna trvanlivost (Tc) v závislosti na řezné rychlosti. Ohraničení a plochy mezi jednotlivými typy opotřebení lze charakterizovat následovně: 1 — označuje vytváření nárůstku, 2 — opotřebení hřbetu, 3 — opotřebení ve tvaru žlábku na čele břitu, 4 — opotřebení ve tvaru vrubu na hřbetě břitu a 5 — plastickou deformaci břitu. V diagramu C, ve kterém je uvedena řezná rychlost v poměru k posuvu, označují typické mezní křivky oblast příznivých podmínek obrábění: 1 - vytváření nárůstku, 3 - opotřebení ve tvaru žlábku na čele břitu a 5 - plastickou deformaci břitu. Pohled na plochy v diagramu D pro soustružení nám ukáže dominující mechanismy opotřebení při obrábění načisto, hrubování a při obrábění obtížně obrobitelných materiálů. Fyzikální i chemické děje působí v průběhu vzniku otupení současně, i když v různé intenzitě. Za určitých okolností může být některý z dějů rozhodující, např. abraze při nízkých řezných rychlostech nebo naopak difúze při vysokých řezných rychlostech.
Rovněž místo působení (střed kontaktní plochy oproti okrajům kontaktní plochy) ovlivňují intenzitu toho kterého děje. Tvary otupení jsou také závislé na charakteru řezání a řezném materiálu. ad B) Základními formami otupení jsou (viz obr.): - otřená ploška na hřbetu břitu - výmol na čele (kráter, žlábek) břitu - rýhy na okrajích opotřebení čela a hřbetu
Obr. 13 Formy otupení, 1 - plocha opotřebení na hřbetu, 2 - žlábek na čele, 3 - rýha na hlavním hřbetu, 4 - rýha na vedlejším hřbetu, 5, 6 – rýhy na čele
Obr. 14 a) Obvyklý tvar otupení ve tvaru žlábku na čele u slinutého karbidu (SK) – viz. obr 12 typ 2, b) obvyklý tvar otupení řezné keramiky, cermetu a CBN na hřbetě – viz. obr. 12 typ 1 [1] Měřením otupení je určení jeho velikost v závislosti na čase řezání. Optimální (přípustná) velikost otupení břitu se určuje z kvalitativních (přesnost a drsnost povrchu) a ekonomických (trvanlivost, životnost) hledisek. 2.1.2 OTUPENÍ NÁSTROJE PŘI OBRÁBĚNÍ AUSTENITICKÉ OCELI Nejčastější příčinou, která způsobuje destrukci břitu při obrábění austenitické oceli, je plastická deformace a nárůstek. Vytvořený nárůstek se utrhne z čela břitu i s částí substrátu slinutého karbidu. Možnou obranou je obecně zvýšení řezné rychlosti nebo použití řezného materiálu jako cermet, řezná keramika, kubický nitrid bóru.
Obr. 15 Plastická deformace břitu, [2] [2] Trvalá deformace břitu ve formě deformace čela a/nebo hřbetu vedou ke zhoršenému odvodu třísky a k nedostatečné jakosti obrobeného povrchu. [7] Typická deformace (vyboulení) břitu ještě více zvyšuje teploty a má za následek změnu geometrie břitu, změny v odchodu třísek a může velmi rychle dosáhnout kritického stádia. [7] Plastická deformace břitu vzniká působením kombinace vysokých teplot a řezných tlaků na břitu. Vysoké řezné rychlosti a posuvy, jakož i tvrdé materiály obrobků vyvolávají vznik vysokých teplot a tlaků. U řezného nástrojového materiálu, který těmto zatížením odolává a plasticky se nedeformuje, je tvrdost za tepla rozhodujícím faktorem.
Obr. 16 Tvrdost řezných materiálů za tepla [6] [8] Plastické deformace břitu může vzniknout u všech druhů řezných materiálů, náchylnější jsou však materiály u kterých dojde k prudkému poklesu tvrdosti (nástrojové a rychlořezné oceli). U slinutého karbidu je plastický stav dán pojivem (kobalt). [8] K plastické deformaci dojde tedy při limitních teplotách pro daný řezný materiál. Příčinou dosažení této teploty je: • vysoká řezná rychlost • špatná tepelná vodivost materiálu břitu nebo obrobku • nárůst otupení nad přípustnou mez Plastický stav materiálu břitu se vytvoří: • jen v tenké povrchové vrstvě (řádově 102 nm) • nebo ve větším objemu => lavinovité otupení břitu
Obr. 17 Plastická deformace břitu – snížení nebo vytlačení hřbetu způsobující špatnou kontrolu třísky, špatnou kvalitu povrchu a zlomení břitové destičky, příčina : vysoká řezná rychlost a tlak při obrábění, opatření: zvolit odolnější třídu proti opotřebení, která je tvrdší, snížit řeznou rychlost a/nebo posuv
Obr. 18 Oblast posuvu f a řezné rychlosti vc vhodná pro obrábění austenitcké oceli nástroji se slinutými karbidy (SK)[2] Na výše vyobrazeném grafu je znázorněn všeobecný přehled o nejvhodnějších oblastech řezných podmínek (řezná rychlost/posuv), vhodných pro obrábění austenitických ocelí vyměnitelnými břitovými destičkami ze slinutých karbidů. Možná omezení: vysoké
opotřebení ve formě žlábku na čele oblast (A), extrémní plastická deformace oblast (B), vznik nárůstku na břitu při nízkých řezných rychlostech oblast (C). Sklon k plastickým deformacím se vyskytuje rovněž nad čarou (D) a opotřebení ve formě žlábku na čele se může projevit při vysokých posuvech i pod čarou (E). Bližší přiblížení vhodných řezných podmínek pro obrábění austenitických ocelí.
Obr. 19 Vhodná oblast řezných podmínek pro obrábění austenitické oceli legované molybdenem
Obr. 20 Vhodná oblast řezných podmínek pro obrábění vysoce legované (NiCrMoCu) austenitické oceli pro tepelně a korozivzdorně náročné poměr [7] Problémy přináší především rychlé opotřebení břitu, špatné lámání a odchod třísek. Nízká tepelná vodivost způsobuje plastické deformace řezné hrany (plastic flow, při extrémním tepelném a silovém zatížení) Chemická difúze mezi povrchem obrobku a břitu je dalším častým typem opotřebení. K poškození nástroje nedochází pouze z důvodu opotřebení, ale i praskání či vylamování řezné hrany.
2.1.3 LÁMÁNÍ A ODCHOD TŘÍSEK . [7] Nástroje pro obrábění nerezové oceli musí mít speciální geometrii, především ostrou řeznou hranu. Například u vrtáků se jedná o ostřejší geometrii úhlu čela, u fréz potom o pozitivní geometrii břitu a pozvolnější úhel šroubovice. Při soustružení jde kromě vhodného karbidu i o utvařeč třísky, který musí mít širší aplikační pole. Řezné materiály pro austenitickou ocel
Obr. 21 a) Tvrdost za tepla pro různé řezné materiály, b) vztah tvrdosti za tepla (odolnosti proti opotřebení) a tvrdosti (houževnatosti) pro různé řezné materiály [6] Řezný materiál opatřený velkým úhlem čela (obr. 21a) ) má nižší pevnost v ohybu σo = fc (A) (houževnatost) než materiál s malým úhlem čela (obr. 21b)).
Obr. 22 a) Řezný břit s kladným úhlem čela γ1, b2) řezný břit se záporným úhlem čela γ2 Protože má řezný břit s kladným úhlem čela menší průřez, je více namáhán na ohyb. Z tohoto důvodu by se měli volit houževnatější materiály (s větší ohybovou pevností). Tyto materiály mají však menší odolnost proti opotřebení a zejména nižší pevnost za vyšších teplot, které při obrábění austenitické oceli vznikají. Proto je volba řezného materiálu věcí kompromisu. Nejpoužívanějším řezným materiálem jsou slinuté karbidy opatřené systémem tenkých vrstev.
Utvařeče třísky slinutého karbidy
Obr. 23 Geometrie používané pro soustružení austenitické oceli, úhel hřbetu >0º VBD, [9]
Obr. 24 Použití jednotlivých utvařečů VBD s kladným úhlem hřbetu pro soustružení austenitické oceli, [9]
Při hrubování odolává řezný břit vysokým řezným silám, proto je opatřen fazetkou s nulovým nebo záporným úhlem fazetky γf. Vysoké silové zatížení je způsobenou velkou plochou řezu (obr. 25a)) , která je dána velikostí posuvu f a hloubkou řezu ap. Pro dokončování břit odolává menším řezným silám, proto bývá fasetka menší nebo je břit vybroušen bez fasetky.
Obr. 25 a) velikost plochy řezu při hrubování, b) velikost plochy řezu při dokončování Pro odřezání větší plochy řezu je nutno překonat vyšší odpor, který klade materiál obrobku a tudíž vyvinout vyšší složku řezné síly Fc.
Obr. 26 Utvařeč MF a jeho utvařecí diagram
Obr. 27 a) Opotřebení na hřbetě o velikosti VBMAX = mm, b) Lom břitu nástroje při soustružení austenitické oceli DIN 1.4541, ap = 1, f = 0,15 mm/ot, vc = 300 m/min Obrázek 27b) ukazuje lom břitu nástroje o velikosti VBMAX = 2,5 mm. Lom nástroje byl způsobem mechanismem plastické deformace a to kombinací vysoké řezné rychlosti (doporučená řezná rychlost 205 m/min), špatné tepelné vodivosti austenitické oceli a nárůstem opotřebení nad přípustnou mez. Obrázek 27a) ukazuje klasický tvar opotřebení na hřbetě. Toto opotřebení roste s řezným časem “rovnoměrně“. Pokud je nastavena vysoká řezná rychlost a velikost opotřebení překročí určitou mez dojde ke vzniku situace zobrazené na obrázku 27b). [9] Frézování Dominantní opotřebení je vylamování kousků břitu (chipping) vzniklých tepelnými šoky. Tepelný šok je forma únavového opotřebení, jehož princip je založen na vzniku trhlin kolmých na ostří viz. obr. 29.
Obr. 28 Vylomené ostří, [9]
Obr. 29 Trhliny vzniklé tepelnými šoky při frézování, [9]
• •
zvláště změna teplot při frézování často vede k tomuto druhu opotřebení trhliny se tvoří kolmo na ostří; přitom se mohou částice řezného nástrojového materiálu mezi jednotlivými trhlinami vylamovat a vyvolat tak náhlý lom břitu [9] Kruhové destičky nebo malé úhly vstupu pro minimalizování vrubu (notch wear)
Obr. 30 Nulový úhel vstupu φ
2.1.4
OBROBITELNOST STANOVENÁ POMOCÍ OTUPENÍ BŘITU T v závislosti na druhu materiálu a řezné rychlosti pro posuv f = 0,15 mm/ot a hloubku řezu ap = 1 mm, VBmax = 0,2 mm 64,5
T=
6 ,287 ⋅ 10 6 v 2 ,42
T=
6 ,83 ⋅ 10 8 v 3 ,32
34,7
60,0 50,0 40,0 T [min]
15,7
30,0
16,4
20,0
150
12,4
200
70,0
0,0
10,1
vc [m/min]
10,0
ČSN 12 050
250 DIN 1.4541
Obr. 31 Taylorův vztah určený z experimentálního studia při soustružení uhlíkové oceli ČSN 12 050 a austenitické oceli DIN 1.4541
Ze znalosti určitého Taylorova vztahu pro zkoušený materiál a etalon (ČSN 12 050) je pak možno vypočítat index kinematické obrobitelnosti. Kinematická obrobitelnost pro DIN 1.4541
i=
vT v Tetalon
q = 10 10 = 1 ,25 pro třídu obrobitelnosti o stupeň vyšší musí vyjít i > 1,25 pro třídu obrobitelnosti o stupeň horší (horší obrobitelnost) musí vyjít i < 1/1,25 tj. i < 0,8 ocel 12050 má třídu obrobitelnosti 14b v 64 ,5 115 ,2 i= = = 0 ,768 < 0 ,8 => 13b v 64 ,5 etalon 150
i= i=
v 15 ,7 v 15 ,7 etalon v 12 ,4 v 12 ,4 etalon
=
207 = 1 ,04 < 1 ,25 => 14 b 200
=
227 = 0 ,91 > 0.8 => 14 b 250
Závěr Z hlediska otupení břitu je obrobitelnost austenitické oceli DIN 1.4541 (ČSN 17 248) horší než obrobitelnost oceli ČSN 12 050. Nicméně obrobitelnost austenitické oceli je ve srovnání s etalonem poměrně dobrá. DOPORUČENÍ PRO OBRÁBĚNÍ AUSTENITICKÉ OCELI • pečlivě volit posuv f, hloubku řezu ap a řeznou rychlost vc pro vyhnutí se: otupení plastickou deformací a tvorbě nárůstku • volit kruhové VBD
2.2
ŘEZNÉ SÍLY A MOMENTY
[2, II-16] Řezné síly nejsou větší, než při obrábění uhlíkových ocelí. Pokud se jedná o změny řezné síly, projevují se u korozivzdorné oceli — v porovnání s nelegovanou ocelí — mnohem větší výkyvy hodnot řezné síly (F) v čase (T). Zatím co proces utváření třísky probíhá u nelegované oceli (1) kontinuálněji, vzniká u korozivzdorné oceli (2) — v našem případě u austenitické oceli — nepravidelný lamelovitý tvar třísky. Řezné síly se mění výrazněji a obrobený povrch obrobku je vlnitý.
Obr. 32 Výkyvy ve velikosti řezné síly při obrábění uhlíkové a austenitické oceli, [2] [2, II-18] Pomocí pozitivního břitu můžeme dosáhnout kontinuálnější průběh procesu, stejnoměrnější řezné síly a vyrovnanější teploty. Závěry plynoucí z obrázku 32 potvrdilo měření provedené na pracovišti KTO. Obrázek 33 ukazuje výkyvy při posuvu 0,075 mm/ot a obrázek 34 ukazuje výkyvy při posuvu 0,2 mm/ot, tedy při větší ploše řezu a při větších tangenciálních složkách řezné síly.
Obr. 33 Výkyvy tangenciální řezné síly při menší ploše řezu
Obr. 34 Výkyvy tangenciální řezné síly při větší ploše řezu V obou případech je řezný proces při obrábění austenitické oceli méně stabilní. V obou případech je výkyv tangenciální složky řezné síly vyšší o přibližně 50 %. Z obrázku 35 plyne, že při obrábění austenitické oceli jsou přítomny menší měrné řezné odpory kz, kx. To nesouhlasí se zdrojem [2, II-16].
Obr. 35 Závislost měrného odporu a řezné rychlosti pro a) austenitickou ocel – měrný řezný odpor od tangenciální složky řezné síly, b) uhlíkovou ocel – měrný řezný odpor od
tangenciální složky řezné síly, c) austenitickou ocel – měrný řezný odpor od posuvové složky řezné síly, d) uhlíkovou ocel – měrný řezný odpor od posuvové složky řezné síly [10] Měrná řezná síla pro uhlíkovou ocel ČSN 12 050 a austenitické oceli [9] měrná řezná síla kc [N/mm2] uhlíková ocel 2100 austenitická 2300 aust. kovaná 3550 aust. odlévaná 3150
Obrázek 36 ukazuje velikost tangenciální a posuvové složky řezné síly v závislosti na obráběném materiálu, řezné rychlosti a posuvu.
Obr. 36 Vliv materiálu, řezné rychlosti a posuvu na velikost složek řezné síly a) tangenciální, b) posuvové při podélném soustružení Z obrázku 36 plyne, že velikosti složek řezné síly jsou stejné a nebo menší při obrábění austenitické oceli v porovnání s obráběním uhlíkové oceli. Závěrem lze konstatovat, že při obrábění austenitické oceli nevznikají vyšší hodnoty namáhání než při obrábění oceli uhlíkové. Obrobitelnosti z hlediska absolutní výše složek řezných sil je stejná a nebo lepší. Dále lze konstatovat, že při obrábění austenitické oceli je řezný proces méně stabilní než při obrábění uhlíkové oceli. Složky řezné síly mají vyšší rozptyl pro případ austenitické oceli. Z toho plyne, že z hlediska stability řezného procesu je austenitická ocel hůře obrobitelná o přibližně 50 % v porovnání s obrobitelností uhlíkové ocele. Velikost měrné řezné síly záleží na stavu zpracování ocele. Ve žíhaném stavu je velikost měrné řezné síly přibližně stejná s uhlíkovou ocelí. DOPORUČENÍ PRO OBRÁBĚNÍ AUSTENITICKÉ OCELI • volit větší úhel nastavení hlavního ostří КR • menší poloměr zaoblení špičky rε • větší úhel čela γ • menší poloměr zaoblení ostří rN
2.3
TEPLOTA ŘEZÁNÍ
DIN 1.1191 1.4541 Tepelná vodivost [W/m.K] 47 15 Tepelná vodivost austenitické oceli je jen přibližně 30 % oproti uhlíkové oceli. Tepelná vodivost je tedy velmi malá. Obrázek 37a) místa vzniku a tepelné toky při řezném procesu. Teplo vzniká v místě primární, sekundární a terciální plastické deformace. Obrázek 38b) ukazuje procentuální velikost tepla, kterou musí pojmout soustava stroj – nástroj – obrobek.
Obr. 37 a) Distribuce tepla při řezání, b) vyjádřeno v procentech [11]
Obr. 38 Tepelná distribuce pro a) uhlíkovou ocel, b) austenitickou ocel [12] Obrázek 38 ukazuje tepelné toky při obrábění uhlíkové a austenitické oceli. Protože má asutenitická ocel menší tepelnou vodivost, odchází více tepla do nástroje, což má negativní vliv na trvanlivost břitu.
[2, II] Podstatným rozdílem při obrábění — v porovnání s nelegovanou ocelí — je skutečnost, že austenitická ocel vykazuje menší tepelnou vodivost než ocel uhlíková. Při obrábění uhlíkové oceli je největší část vzniklého tepla odváděna třískami. Austenitická ocel se svojí malou tepelnou vodivostí a malou schopností pohlcovat teplo má za následek vyšší teplotu na břitu. Proto je u těchto ocelí nezbytné přiměřené chlazení.
Obr. 39) Teplota řezu dosahovaná v oblasti primární plastické deformace [12]
Obr. 40 Závislost teploty na čela na řezné rychlosti pro a) uhlíkovou ocel, b) austenitickou ocel [10] Z porovnání obrázku 39 a 40 plyne, že naměřená teplota na čele nástroje při obrábění uhlíkové a) a austenitické oceli b) je přibližně stejná.
Obr. 41 Vztah obrobitelnosti a tepelné vodivosti [2] [2] Vysoká tepelná vodivost znamená, že teplo vzniklé při obrábění je rychle odváděno ze zóny řezu. Z hlediska obrábění je proto možné vysokou hodnotu obecně považovat za výhodnou. Tepelná vodivost může ve vztahu k obrobitelnosti hrát důležitou roli, jedná se však bohužel v tomto případě o vlastnost, která je u určité skupiny slitin jen málo účinná. Obrázek 41 ukazuje přibližné vyhodnocení obrobitelnosti v závislosti na tepelné vodivosti pro následující materiály. Důležitost kvalitního chlazení ukazuje následující obrázek 42, který popisuje množství odebraného materiálu do kriteriálního opotřebení bez použití chladiva, s použitím chladiva o tlaku 10 bar a s použitím chladiva o tlaku 70 bar.
Obr. 42 Velikost úběru v závislosti na procesním médiu
Závěr Jsou předpoklady pro to, aby teplota řezu při obrábění austenitu byla vyšší než při obrábění uhlíkové ocele. Naměřené teploty řezu však tomuto předpokladu odporují. Pozitivní vliv chladícího účinku je neoddiskutovatelný. DOPORUČENÍ PRO OBRÁBĚNÍ AUSTENITICKÉ OCELI • procesní médium – chladící účinek
2.4
KVALITA OBROBENÉHO POVRCHU
Obr. 43 Zdrsnělý povrch a špatná kvalita povrchu obrobku [9] [2, II-18] Proces řezání není tak pravidelný jako u uhlíkové oceli a každá nepravidelnost v průběhu obrábění může ovlivnit jakost obrobeného povrchu. Pomocí pozitivního břitu můžeme dosáhnout kontinuálnější průběh procesu. 2.4.1
SEKUNDÁRNÍ PLASTICKÁ DEFORMACE
Obr. 44 Obecná poloha primární plastické deformace I, sekundární plastické deformace II, terciální plastické deformace III Nárůstek je fenomén spjatý s oblastí sekundární plastické deformace (II). Vlivem vysokých teplot a tlaků mezi čelem břitu a třískou vzniká váznoucí vrstva, jejíchž stabilní část se nazývá nárůstek. Váznoucí vrstva vznikne, když tečná napětí mezi třískou a čelem překročí velikost smykového napětí zpevněné třísky, dojde k vytvoření váznoucí vrstvy. Nárůstek má několik negativních vlivů: mění geometrii nástroje, mění výsledný rozměr obrobku a zhoršuje jeho
drsnost, při zaniknutí může způsobit vyštípnutí břitu a přispět tak rychlému konci břitu nástroje. Nalepování třísky na hřbet a nárůstek jsou běžné jevy při obrábění austenitické oceli, které negativně ovlivňují kvalitu povrchu a trvanlivost nástroje. Proto je vhodné použít ostrou hranu a/nebo geometrii s positivním úhlem čela. Protože má austenitická ocel malou hodnotu smykového napětí, materiál třísek má tendenci nalepovat se na nástroj a tvořit nárůstek. Nárůstku je možno se vyhnout použitím: – pozitivnější geometrie břitu (větší úhel čela, menší úhel řezu), od určité velikosti úhlu čela se nárůstek již netvoří – ostrou hranu, zmenší velikost tlaku a tím i pravděpodobnost vzniku nárůstku – vyšší řezné rychlosti od 180 m/min a výše, při vyšších řezných rychlostech se nárůstek netvoří, dosáhnout vyšších řezných rychlostí (za stávající trvanlivosti) umožňuje u slinutého karbidu systém tenkých vrstev, tento sytém tenkých vrstev ochraňuje břit před opotřebením a také často snižuje tření mezi čelem a třískou, což má opět pozitivní vliv na zamezení tvorby nárůstku – snížení řezné rychlosti pod 90 m/min, nejsou dosaženy dostatečně velké tlaky a teploty pro vznik váznoucí vrstvy – procesního média s chladícím a procesním účinkem je možno posunout vznik nárůstku do oblasti vyšších řezných rychlostí – jiného řezného materiálu než je slinutý karbid, nabízí se cermet, řezná keramika nebo kubický nitrid bóru, tyto řezné materiály umožňují nastavit vysoké řezné rychlosti a tím zcela zamezit tvorbě nárůstku, jejich částečnou nevýhodou je jejich křehkost 2.4.2
TERCIÁLNÍ PLASTICKÁ DEFORMACE
Při plastickém tváření kovů se jejich pevnost různou měrou zvyšuje. Zvýšení pevnosti je závislé na rychlosti, kterou tváření probíhá, a na tom, jaké sklony materiál obrobku ke zpevňování plastickou deformací má. Vysoká rychlost zpevňování znamená rychlé zvyšování pevnosti v poměru k úbytku deformační rychlosti. Při obrábění oceli je deformační rychlost v určitých místech velmi vysoká, zejména v blízkosti břitu. Materiály, u nichž dochází ke vzniku velké rychlosti tváření za studena, jsou austenitické korozivzdorné oceli. Uhlíkové oceli jsou příkladem materiálů, u nichž tváření za studena probíhá jen velmi pomalu. Vysoké rychlosti zpevňování plastickou deformací za studena znamenají, že na utváření třísky musí být vynaloženo velké množství energie (velká měrná řezná síla). Současně s tím dochází k výraznému zvýšení tvrdosti v povrchové zóně obráběné plochy.
Obr. 45 a) Deformace povrchové vrstvy vlivem poloměru zaoblení ostří rN, b) zpevnění povrchové vrstvy závislé na hloubce vrstvy h [3] [3] Hlavní příčinou deformace povrchové vrstvy obrobku je tvar řezné hrany nástroje. Ostří nástroje totiž není ideální přímka, ale část válcové plochy o poloměru 5 až 20 m. Proto se nástroj stýká s obrobeným povrchem na ploše BAC viz. obr. 45 a). Obrázek 45 b) Mikrotvrdost je největší na povrchu a do hloubky obrobku se postupně zmenšuje až na tvrdost původního nedeformovaného materiálu. Z řezných podmínek ovlivňují intenzitu a hloubku zpevnění řezná rychlost, tloušťka odřezávané vrstvy a šířka třísky. Z geometrických parametrů nástroje působí na zpevnění povrchové vrstvy obrobku: úhel řezu δ, úhel hřbetu α, poloměr zaoblení špičky rε a poloměr ostří rN.
Obr. 46 Vliv úhlu hřbetu na velikost a hloubku zpevnění [3] [2, II-18]Na obrobených plochách může vzniknout působením plastické deformace vrstva vytvrzená za studena o tvrdosti 400— 500 HB v tloušťce cca 0,1 mm. Na tuto vrstvu by měl být při volbě řezných podmínek brán zřetel. Negativní úhel čela nebo otupený břit mohou tloušťku této vrstvy zvětšit; ostrý a pozitivní břit ji zmenšuje.
Obr. 47 a) Vliv úhlu hřbetu na zpevnění povrchové vrstvy, b) vliv zaoblení ostří rN na hloubku zpevněné vrstvy [3]
Obr. 48 a) Vliv posuvu na hloubku zpevnění, b) vliv hloubky řezu na hloubku zpevnění [3] Je-li hloubka za studena zpevněné zóny stejně velká jako hloubka řezu, znamená to vždy silné namáhání břitu. Hloubka zóny zpevněné za studena a stupeň tvrdosti jsou úměrné deformační rychlosti břitu. Ostrý břit s velkým úhlem čela způsobí snížení deformační rychlosti. Pozitivní geometrie břitu proto přispívá k tomu, že zóna vytvrzování není příliš silná, čímž se snižuje zatížení břitu. Zpevnění plastickou deformací za studena se může rovněž projevit jako složka redukující sklon k tvorbě nárůstku. DOPORUČENÍ PRO OBRÁBĚNÍ AUSTENITICKÉ OCELI • větší úhel čela γ • vyšší řeznou rychlost vc • procesní médium – chladící účinek • jiný řezný materiál než RO a SK • větší úhel hřbetu α malý rádius zaoblení ostří rN • • menší posuv f • menší hloubku řezu ALE ap > 0,3 mm
2.5
TVAR VZNIKAJÍCÍ TŘÍSKY
Tvar vznikající třísky je důležitým kriteriem obrobitelnosti. Základní podmínky pro vznik třísky jsou tyto - relativní pohyb mezi břitem a obrobkem (řezná rychlost, posuv) - silové působení mezi břitem a obrobkem -> vznik pružných (elastických), tvárných (plastických) a rozrušivých deformací - nastavení břitu na hloubku řezu ap 2.5.1
PLASTICKÉ DEFORMACE (ÚLOHA 1)
Pro vznik a oddělení třísky a jevy související s obráběním jsou nejdůležitější plastické a rozrušivé deformace. Deformace při vzniku třísky jsou podobné deformacím, které vznikají při tváření kovů, ale navíc vznikají deformace rozrušivé, t.j. oddělení třísky od obrobku.
Rozlišujeme tři základní oblasti plastické deformace.Primární plastickou deformaci (I), sekundární plastickou deformaci (II) a terciální plastickou deformaci (III). Všechny tyto oblasti plastické deformace jsou znázorněny v obrázku kořene třísky.
Obr. 49 Obecná poloha primární plastické deformace I, sekundární plastické deformace II, terciální plastické deformace III Informace o velikosti primární plastické deformace je důležitá proto, že je z ní možno zjistit tloušťku vznikající třísky a tím i tendenci třísky dělit se na menší části a tím získat vhodnější tvar. Primární plastická deformace Tvar, velikost a poloha oblasti primární plastické deformace je ovlivněna: 1. vlastnostmi obráběného materiálu (pevnost, houževnatost, tvrdost, ...) 2. geometrií břitu 3. řeznými podmínkami 4. řezným prostředím Hodnocení primární plastické deformace se provádí podle tvaru, polohy a velikosti deformace. Protože je definování parametrů plastické deformace z obrázku 49 obtížné, používají se jiné charakteristiky pro hodnocení plastické deformace. Příčný součinitel pěchování závislí na plastické deformaci: a K= aC Poměrný kluz pro hodnocení intenzity deformace K 2 − 2 ⋅ sin γ 0 + 1 γI = K ⋅ cos γ 0
ad 1) Vliv vlastností obráběného materiálu na primární plastickou deformaci
Obr. 50 Porovnání velikosti primární plastické deformace pro materiál méně (modrá) a více plastický (červená barva) Velikost primární plastické deformace je dána vlastnostmi obráběného materiálu. Obecně platí, že materiál, který má vyšší plasticitu (houževnatost), má oblast primární plastické deformace větší viz. obr. 50. Důvodem je, že k překročení kluzného napětí τK dojde ve větší vzdálenosti před břitem (austenitická ocel má nižší hodnoty τK než ocel uhlíková) a vyčerpání deformační schopnosti nastane po větší celkové deformaci než u materiálů méně plastických. Jedním z důsledků větší oblasti primární deformace je větší tloušťka třísky, tzn. vyšší hodnota příčného koeficientu pěchování a vyšší hodnota poměrného kluzu. Protože je austenitická ocel více plastický materiál než uhlíková ocel, dochází k zvětšení oblasti primární plastické deformace a tudíž k zvýšení hodnot příčného koeficientu pěchování a poměrného kluzu. Tuto situaci ukazuje obrázek 51. Situace zachycená na obrázku 51 platí pro velmi nízkou řeznou rychlost.
Obr. 51 a) Kořen třísky při obrábění oceli ČSN 12050, b) Kořen třísky při obrábění oceli DIN 1.4541, γo=12 º, řezná rychlost vc = 11 m/min Obrázek 52 ukazuje velikosti příčného pěchování pro austenitickou a uhlíkovou ocel za jinak stejných podmínek. Pěchování austenitické třísky je velmi nízké.
Ka v závislosti na druhu materiálu, posuvu a řezné rychlosti pro positivní geometrii a posuv f = 0,075 mm/ot
3,3
4,0
3,5
3,5 3,0
2,8
2,5
Ka [ - ] 2,0
1,6
1,5
1,5
1,0 0,5 0,0
1,2 ČSN 12 050 95 120
DIN 1.4541
v c [m/min] 152
Obr. 52 Vliv řezné rychlosti a obráběného materiálu a na velikost příčného koeficientu pěchování pro posuv f = 0,075 mm/ot Stav, který nastal je velmi nebezpečný, neboť vzniká dlouhá plynulá tříska viz. obr. 53a), která se snadno namotává na obrobek a ohrožuje tak nejen samotný proces řezání, ale i obsluhu stroje. Třísky vzniklé při obrábění uhlíkové oceli, za jinak stejných podmínek, mají mnohem z hlediska obrobitelnosti mnohem vhodnější tvar.
Obr. 53 a) Kontinuální tříska vzniklá při obrábění austenitické oceli, b) krátké vinuté třísky vzniklé za stejných podmínek při obrábění uhlíkové oceli Sama o sobě vysoká tvárnost austenitu je příčinou velkého vývinu tepla a vyšší řezné teploty než při obrábění uhlíkových ocelí při stejných řezných podmínkách. Vznik vyšších řezných teplot navíc podporuje nízká tepelná vodivosti austenitických ocelí. Jestliže při řezání uhlíkové oceli jde většina tepla do třísky, tak při obrábění austenitické oceli tříska není schopna pojmout tolik vznikajícího tepla jako v případě obrábění uhlíkové oceli. Důsledkem je pak další navýšení řezné teploty. Zvýšení řezné rychlosti má za následek hlavně zvýšení teploty řezu. Obr. 54a) tak přeneseně ukazuje vliv teploty řezu na třídu třísky.
Obr. 54 Vliv řezné rychlosti a obsahu uhlíku v obráběné oceli na třídu třísky [8] Pro vyšší řeznou rychlost lze z obrázku 54a) vyčíst vznik plynulejší třísky (méně pěchované). Obsah uhlíku má významný vliv na tvar vznikající třísky. Austenitická ocel obsahuje minimum uhlíku 0,08% oproti uhlíkové oceli se 0,5 % C. Z obrázku 54b) tak plyne, že austenitická ocel bude mít tendenci tvořit plynulou (málo pěchovanou) třísku. PROTO je u austenitické oceli obzvlášť důležité dbát na správnou volbu tvaru utvařeče a velikosti posuvu. Správně zvolený tvar utvařeče a posuv zajistí lepší pěchování třísky i přes nepříznivé vlastnosti austenitické oceli viz. obr. 54. Obrázek 55 dokumentuje rozdíl ve velikosti pěchování třísky při příliš malém posuvu.
Obr. 55 Součinitel příčného pěchování třísky a) f = 0,075 mm/ot, b) f = 0,2 mm/ot Jak je vidět z obrázku 55 a) pěchování austenitické oceli vyjádřené součinitelem příčného pěchování je velmi nízké. Vzniká nebezpečný tvar celistvé třísky viz. obr. 53 a). Velikost posuvu 0,075 mm/ot je příliš malá na to, aby tříska „tekla“ do drážky utvařeče. Fasetka utvařeče je totiž moc velká 0,08 – 0,1 mm. Nastává tak situace popsaná na obrázku 56a). Tříska neteče do utvařeče a nemůže tak být pěchována zadní stěnou utvařeče. Tvoří se tenká plynulá tříska. V případě nastavení vyššího posuvu f = 0,2 mm/ot dochází ke pěchování austenitické ocele srovnatelnému s ocelí uhlíkovou viz. obr. 56b). V tomto případě je tloušťka třísky přibližně dvakrát větší než velikost fasetky. Nastává tak případ zobrazený na obrázku 56c). Tříska teče do utvařeče a může tak být pěchována jeho zadní stěnou.
Obr. 56 Vliv poměru tloušťky třísky (posuvu) a velikosti fasetky na směr toku třísky, [13] O
Obr. 57 Tvar třísky a příčný koeficient pěchování získaný pro posuv a) f = 0,075 mm/ot, b) f = 0,2 mm/ot Výsledná tříska zobrazená na obrázku 57 b) je vhodnější, protože je kratší (více pěchovaná), tvar třísky je podobný, ale vhodnější než v případě 57 a). Proto, aby tříska tekla přímo do utvařeče je vhodné zvláště při dokončování použít utvařeč bez fazetky viz. obr. 58 a). Pro dosažení vyššího utváření třísky je utvařeč opatřen vyšší zadní stranou.
Obr. 58 Utvařeče pro dokončování a) austenitická ocel, b) uhlíkovou ocel ad 2) Vliv geometrie břitu na primární plastickou deformaci Protože je austenitická ocel dosti plastická (velká oblast primární plastické deformace) je vhodné z pohledu geometrie břitu oblast primární plastické deformace zmenšit a stabilizovat tak chování oceli během řezu. Z tohoto důvodu je vhodné volit břit s větším úhlem čela (menší úhel řezu) a menším poloměrem ostří, tzn. nástroj by měl být ostrý. Nástroj by pak měl lépe odřezávat materiál obrobku. Velký úhel čela způsobí větší normálové napětí – menší deformace před odříznutím.
Všechna zmíněná doporučení zmenšují velikost oblasti plastické primární deformace viz. obr. 59.
Obr. 59 Porovnání velikosti primární plastické deformace pro větší a menší úhel řezu δ ad 3) Vliv řezných podmínek na primární plastickou deformaci S rostoucí řeznou rychlostí se oblast primární plastické deformace zmenšuje, tzn. tloušťka vnikající třísky bude klesat.
Obr. 60 Porovnání velikosti primární plastické deformace pro větší a menší řeznou rychlost Vliv řezné rychlosti vc na velikost primární plastické deformace a tím i na tloušťku třísky je komplikován závislostí kluzového napětí τK na teplotě řezu. Vyšší teplota řezu vzniklá za vyšší řezné rychlosti zmenšuje hodnotu potřebného kluzného napětí pro vznik smyku. Menší hodnota smykového napětí při smyku rozšiřuje oblast primární plastické deformace. ad 4) Vliv řezného prostředí na primární plastickou deformaci Řezné prostředí s kapalným procesním médiem ovlivňuje pozitivně proces řezání austenitické oceli z dvou důvodů. Za prvé, pokud má kapalné procesní médium mazací účinek (např. olejová emulze), dochází ke snížení tření v oblasti sekundární plastické deformace, tzn. zmenší se velikost vznikajícího tepla. Za druhé chladící účinek procesního média sníží teplotu řezání a tím zvýší velikost smykového napětí potřebného pro deformaci. Austenitická ocel se tak stane méně tvárnou, což se pozitivně projeví na tvaru a segmentaci třísky.
2.5.2
TVAR A OBJEM ZAUJÍMANÝ TŘÍSKAMI
[8] Vhodný tvar třísky je důležitý pro: – zajištění bezporuchového průběhu obrábění – zamezení poškození povrchu obrobku – zamezení poškozování břitu (ostří) – usnadnění manipulace s třískovým odpadem – zabránění ohrožení obsluhy stroje
Obr. 61Tvary třísek dle normy ISO 3685 Třída 1 – 4 tvaru třísek je nevhodná, protože hrozí ohrožení osob, nástrojů, obrobku a obráběcího stroje. Třída 5 – 6 tvaru třísek je žádaná. Třída 7 – 8 tvaru třísek je přípustný tvar, ale jsou zde obtíže s odstraňováním a s odletováním z místa vzniku. Tvar a objem třísek vzniknuvší obráběním spolu úzce souvisejí. Objem zaujímaný třískami se dá vyjádřit pomocí objemového součinitele třísek. Objemový součinitel třísek Tvar třísky se hodnotí i objemovým součinitelem třísek: V W = t , kde Vt je objem zaujímaný třískami a Vm je objem materiálu, z kterého třísky Vm vznikly. Velikost W pro jednotlivé tvary třísek dle ISO 3685: ISO třída W ≥ 1,2 90 3,4 50 5 25 6,7 8 8 3
Z tabulky plyne, že čím menší objem třísky po obrábění zaujímají, tím mají obvykle vhodnější tvar z hlediska obrobitelnosti. Spojitost mezi obr. 53 a tabulkou nad ukazují obrázky 62 a 63. Z obrázku 63 je zřejmé, že objem zaujatý třískami pro jejich stejné množství je pro případ a) menší než pro případ b).
Obr. 62 a) Nízký objemový součinitel, b) vysoký objemový součinitel třísek při použití nástroje s pozitivní geometrií
Obr. 63 a) Tvar třísky a ISO zařazení pro nízký objemový součinitel, b) tvar třísky a ISO zařazení pro vysoký objemový součinitel
Obrázek 64 ukazuje velikosti objemového součinitele při řezání s negativní geometrií nástroje. Z porovnáním obrázků 62 a 64 je možno zjistit a potvrdit fakt, že austenitická ocel DIN 1.4541 je velmi náchylná na geometrii nástroje viz. 64 b). Další pohled na obrázky 63 a 64 odhalí fakt, že uhlíková ocel je naopak méně náchylná na změnu geometrie (doporučená řezná geometrie je pozitivní). Jinými slovy, chování uhlíkové oceli při procesu obrábění je stabilnější než oceli austenitické. Z tohoto relativního porovnání plyne závěr, že minimálně z pohledu tvaru třísek (objemového součinitele) je obrobitelnost austenitické DIN 1.4541 oceli obtížnější než obrobitelnost uhlíkové oceli ČSN 12 050. Za stabilnější pro austenitickou ocel je zde považován vyšší posuv f = 0,2 mm/ot. Kdežto pro případ ocele ČSN 12 050 je vliv velikosti posuvu menší, což je výhodné.
Obr. 64 a) Nízký objemový součinitel, b) vysoký objemový součinitel třísek při použití nástroje s negativní geometrií Obrázek 65 pak ukazuje tvar třísek pro případ a) a b), což jsou na podmínky stejné případy, jen s tím rozdílem, že jednou se jedná o obrábění uhlíkové oceli a podruhé o obrábění austenitické oceli.
Obr. 65 a) Tvar třísky a ISO zařazení třísky pro uhlíkovou ocel, b) tvar třísky a ISO zařazení třísky pro austenitickou ocel za jinak stejných podmínek DOPORUČENÍ PRO OBRÁBĚNÍ AUSTENITICKÉ OCELI • nástroj s malou nebo žádnou fasetko • utvařeč s vyšší zadní stranou • větší úhel čela γ • procesní médium – chladící účinek
2.6
DALŠÍ SPECIFICKÁ KRITERIA
Důležité jsou stabilní obráběcí stroje a nástroje. Tuhost [2, II – 23] Pro austenitické oceli: Přednostní nasazení obráběcích strojů stabilní konstrukce. Vysoká tuhost stroje a spolehlivost chodu vřetene jsou velmi důležité. Při soustružení tyčového materiálu je nutné zajistit dostatečnou podpěru. Nástroje a obrobky musí být pokud možno co nejstabilněji upnuty. Nutno dbát na dodržení co nejmenšího vyložení nástroje. Přednostně by měly být používány modulární nástroje s vysokou tuhostí, které jsou vybaveny stabilním spojením. Nadměrně velký poloměr špičky zvyšuje nebezpečí vibrací. Menší, ale ještě dostatečně stabilní poloměr má za následek mnohonásobně lepší kontrolu třísky a nízké řezné síly. Proti plastické deformaci břitu zvolit vyšší poloměr špičky.
Obr. 66 Vliv úhlu nastavení hlavního ostří, poloměru zaoblení špičky, úhlu čela a poloměru zaoblení ostří na vznik vibrací [9] DOPORUČENÍ PRO OBRÁBĚNÍ AUSTENITICKÉ OCELI • malé vyložení nástroje • malý poloměr špičky rε • velký úhel nastavení hlavního ostří • velký úhel čela γ • malý poloměr špičky rN
3
DOPORUČENÍ DOPORUČENÍ PRO OBRÁBĚNÍ AUSTENITICKÉ OCELI Z HLEDISKA KRITÉRIÍ OBROBITELNOSTI otupování břitu pečlivě volit posuv f, hloubku řezu ap a řeznou rychlost vc volit kruhové VBD řezné síly
volit větší úhel nastavení hlavního ostří КR menší poloměr zaoblení špičky rε větší úhel čela γ menší poloměr zaoblení ostří rN teplota řezání procesní médium – chladící účinek kvalita obrobeného povrchu větší úhel čela γ vyšší řeznou rychlost vc procesní médium – chladící účinek jiný řezný materiál než RO a SK větší úhel hřbetu α
malý rádius zaoblení ostří rN menší posuv f tvar vznikající třísky nástroj s malou nebo žádnou fasetkou utvařeč s vyšší zadní stranou větší úhel čela γ procesní médium – chladící účinek tuhost malé vyložení nástroje malý poloměr špičky rε velký úhel nastavení hlavního ostří velký úhel čela γ malý poloměr špičky rN [9] SOUSTRUŽENÍ Doporučení pro soustružení • Substrát GC2000 a wiper pro dokončování nebo pro předdokončování • Pro přerušovaný řez nebo pro zasekávací (uváznutí) třísku GC1100, tento substrát je také vhodný pro ostrou hranu (nízký posuv, malé ap) • Chladící kapalina snižuje opotřebení kráterem a plastickou deformaci, dále je vhodné volit největší možný rε • Protože často vzniká vrub (notch wer) se zubatými okraji je doporučeno používat kruhové břitové destičky nebo malý vstupní úhel?? (small entering angles). • Nalepování třísky na hřbet a nárůstek jsou běžné jevy, které negativně ovlivňují kvalitu povrchu a trvanlivost nástroje. Proto je vhodné použít ostrou hranu a/nebo geometrii s positivním úhlem čela. • [2] Trvalá deformace břitu vede ke zhoršenému odvodu třísky a k nedostatečné jakosti obrobeného povrchu. Nadměrné opotřebení hřbetu břitu zvyšuje riziko lomu břitu. Důvod – příliš vysoká teplota a velký tlak při obrábění. Řešení – zvolit tvrdší řezný nástrojový materiál s lepší odolností proti trvalé deformaci. • Důležitost kvalitního chlazení ukazuje následující obrázek, který popisuje množství odebraného materiálu do kriteriálního opotřebení bez použití chladiva, s použitím chladiva o tlaku 10 bar a s použitím chladiva o tlaku 70 bar. [9] FRÉZOVÁNÍ Doporučení pro frézování • Pozitivní geometrie – ML, -WL • Kruhové destičky nebo malé úhly vstupu pro minimalizování vrubu (notch wear) • Jestliže se objeví teplotní trhliny viz. obr. XXXXX, volit tvrdší a tedy více opotřebení odolnější řeznou skupinu SK nebo řezný materiál • Hrubování – použít vyšší řezné rychlosti (vc = 150-250 m/min) pro vyhnutí se nárůstku a vždy používat řeznou kapalinu pro vyhnutí se termálním trhlinám • Dokončování – použití řezné kapaliny nebo lépe minimálního chlazení či mazání je někdy zapotřebí pro zlepšení kvality povrchu obrobku, je zde méně problému s termálními trhlinami, protože teplo generované při dokončování je menší, s cermetovým nástrojem je možno dosáhnout kvalitního povrchu bez použití chladiva,
nízký posuv na zub může způsobit vyšší opotřebení břitu, protože ostří řeže ve deformací zpevněné zóně
LITERATURA [1] HOFMANN, P.: Sylaby pro přednášky předmětu KTO/EMO [2] Sandvik Coromat. Sandviken, Švédsko: Příručka obrábění : kniha pro praktiky. 1997. XIII-39 s. [3] PŘIKRYL, Z., MUSÍLKOVÁ, R.: Teorie obrábění. SNTL 1982. [4] Hluchý, M. a kol.: Strojírenská technologie. První vydání., SNTL PRAHA 1979 [5] Ing. Lubomír Stránský, CSc., doplnila Ing. Simona Pospíšilová, Ph.D.: KRYSTALOGRAFIE, dostupné z http://ime.fme.vutbr.cz/files/Studijni%20opory/bum/03Krystalografie%20studijni%20opora.pdf [6] SCHEIDER, G.: Applied Cutting Tool Engineering. In: Tooling & Production; May2001, Vol. 67 Issue 2. [7] http://www.mmspektrum.com/clanek/moderni-obrabeni-nerezovych-oceli [8] HOFMANN, P.: Sylaby pro přednášky předmětu KTO/TO [9] Sandvik Technical guide 2010 [10] CHILDS, T.H.C., MAEKAWA, K., OBIKAWA, T., YAMANE, Y.: Metal Machining – Theory and application, 2000, ISBN 0 470 39245 2 [11] GRYESIK, W.: Fundamental of Machining of Metallic Materials (in Polish), WNT, Warsaw, 1998. [12] GRZESIK, W.: Advanced Machining Processes of Metallic Materials – Theory, Modelling and Applicatios, Elsevier, 2008, ISBN 978-0-08-044534-2 [13] FANG, N., JAWAHIR, I.S.: Analytical predictions and experimental validation of cutting force ratio, chip thickness and chip back-flow angle in restricted contact machining using the universal slip-line model. Intern. Journal of Machine Tools & Manufacture 2002.
